OPTIMIZACION Y CALIBRACI ON DEL SOFTWARE CONVERGE …

Universidad Politecnica de Valencia

Escuela Tecnica Superior de Diseno

TRABAJO FINAL DE GRADOGrado en Ingenieria Aeroespacial

OPTIMIZACION Y CALIBRACION DELSOFTWARE CONVERGE PARA LA

SIMULACION CFD DE CHORROS DIESEL.COMPARACION CON RESULTADOS

EXPERIMENTALES

Autor:Alfonso Jose Cano Romero

Tutor:Pedro Martı-Gomez Aldaravı

Titulacion:Grado en Ingenierıa Aeroespacial. Especialidad en Aeromotores.

Valencia, 13 de julio de 2016

Indice general

I Memoria 1

Indice de figuras IV

Indice de tablas V

1. Introduccion 11.1. Planteamiento y justificacion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1

1.1.1. Estructura del trabajo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11.1.2. Justificacion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2

1.2. Objetivos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21.3. Antecedentes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3

2. Fundamentos de los Motores de Combustion Interna Alternativos (MCIA) 42.1. Introduccion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42.2. MCIA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4

2.2.1. Clasificacion de los MCIA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62.2.2. Principales diferencias entre MEC y MEP . . . . . . . . . . . . . . . . . 92.2.3. Ciclos de trabajo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13

2.3. Sistema de inyeccion directa en los MEC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 172.3.1. Introduccion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 172.3.2. El sistema de inyeccion common rail . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 182.3.3. El flujo interno en las toberas de inyeccion Diesel . . . . . . . . . . . . . 202.3.4. Descripcion del chorro Diesel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 212.3.5. Chorro Diesel en condiciones evaporativas . . . . . . . . . . . . . . . . . 23

3. Fundamentos del calculo CFD 253.1. Introduccion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 253.2. CONVERGETM . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 253.3. Ecuaciones de la mecanica de fluidos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 263.4. Modelos de turbulencia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 273.5. Modelos de spray . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28

4. Descripcion del caso de estudio 314.1. Dominio de estudio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 314.2. Condiciones de inyeccion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 324.3. Condiciones de contorno . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 324.4. Mallado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 334.5. Esquemas numericos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 334.6. Modelos y submodelos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

5. Metodologıa y resultados 35

II

5.1. Metodologıa . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 355.2. Resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37

5.2.1. Interpretacion de los resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46

6. Conclusiones y trabajos futuros 52

II Presupuesto 54

7. Desglose de costes 557.1. Costes de material . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 557.2. Costes de personal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56

8. Presupuesto total 58

III

Indice de figuras

2.1. Fases de un motor 4T. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 72.2. Fases de un motor 2T. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82.3. Camaras de combustion de un MEC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122.4. Diagrama p-V del ciclo Sabathe. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 142.5. Diagrama p-V del ciclo Otto. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 152.6. Diagrama p-V del ciclo Diesel. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 162.7. Esquema del sistema de inyeccion common rail. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 192.8. Inyector de un sistema common rail con valvula de accionamiento de tipo solenoide. 19

4.1. Vista parcialmente superior del dominio de estudio. . . . . . . . . . . . . . . . . 314.2. Vista parcialmente inferior del dominio de estudio. . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

5.1. Caso 1: Comparacion entre penetracion lıquida experimental y simulada calibrada. 475.2. Caso 1: Comparacion entre penetracion del vapor experimental y simulada cali-

brada. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 475.3. Caso 1: Comparacion entre penetracion a menos de 35 mm experimental y si-

mulada calibrada. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 485.4. Caso 2: Comparacion entre penetracion lıquida experimental y simulada calibrada. 485.5. Caso 2: Comparacion entre penetracion de vapor experimental y simulada cali-


mulada calibrada. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 495.7. Caso 3: Comparacion entre penetracion lıquida experimental y simulada calibrada. 505.8. Caso 3: Comparacion entre penetracion de vapor experimental y simulada cali-


mulada calibrada. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

IV

Indice de tablas

4.1. Casos de estudio. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 324.2. Condiciones de contorno. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 334.3. Under-relaxation factors para el caso estudiado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34

5.1. Caso 1: errores de longitud lıquida. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 375.2. Caso 1: errores de penetracion de vapor. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 385.3. Caso 1: errores de penetracion menor a 35 mm. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 395.4. Caso 2: errores de longitud lıquida. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 405.5. Caso 2: errores de penetracion de vapor. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 415.6. Caso 2: errores de penetracion menor a 35 mm. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 425.7. Caso 3: errores de longitud lıquida. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 435.8. Caso 3: errores de penetracion de vapor. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 445.9. Caso 3: errores de penetracion menor a 35 mm. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 455.10. Valores de las constantes calibradas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46

7.1. Clasificacion de costes. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55

8.1. Presupuesto total. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58

V

Parte I

Memoria

VI

Capıtulo 1

Introduccion

1.1. Planteamiento y justificacion

El sector de la automocion actual se ha convertido en una de las industrias mas competentesexistentes. Las distintas companıas que compiten en este mercado, para poder seguir haciendolo,deben desarrollar e investigar nuevas tecnologıas destinadas a la mejora del rendimiento desus motores en todos los aspectos. Particularmente, debido a las fuertes restricciones que elmarco legal esta implantando en materia de emisiones contaminantes, existen multitud deinvestigaciones para los distintos sistemas de los motores con la finalidad de reducir estasemisiones contaminantes.

En el caso de los motores Diesel, una de las lıneas de investigacion en aras de conseguir esareduccion de emisiones, es la mejora del sistema de inyeccion. Como se detallara en capıtulossiguientes de este trabajo, el sistema de inyeccion asume un papel fundamental en el procesode combustion, proceso en el cual se forman lo contaminantes, ya que es el encargado derealizar la mezcla aire-combustible. Esta mezcla debe tener unas caracterısticas determinadaspara conseguir que la combustion sea lo mas ”limpia”posible, consiguiendo de esta manera, elmenor numero de emisiones. A su vez, al mejorar el sistema de inyeccion y conseguir una mejorcombustion, se puede aprovechar mas la energıa contenida en el combustible, obteniendoseası mayores rendimientos en los motores.

Debido a la complejidad de los sistemas de inyeccion, y en particular, de algunos de suscomponentes, resulta muy costoso, economica y temporalmente, realizar investigaciones basadasenteramente en metodos experimentales. Ası, es necesario encontrar metodos alternativos que,con una precision adecuada, permitan el estudio de los flujos que se producen en estos sistemasde inyeccion. El metodo mas acertado para esta labor es el metodo CFD (Computational FluidDynamics). Mediante el uso de software avanzado en materia de mecanica de fluidos se puedenconseguir resultados de simulaciones de experimentos con las condiciones que el usuario estipule.

Sin embargo, estos metodos CFD, al basarse en gran medida en correlaciones experimentales,necesitan de una calibracion para obtener la exactitud requerida.

1.1.1. Estructura del trabajo

Este trabajo tratara sobre el sistema de inyeccion en motores Diesel, particularmente sobreel proceso de inyeccion, enfocandose en el chorro Diesel que se forma en el interior de la camarade combustion durante el proceso de inyeccion. De este modo, para conseguir el profundizar enla materia, la estructura seleccionada para la elaboracion del trabajo es:

1

En el primer capıtulo se explicara a grandes rasgos el Motor de Combustion InternaAlternativo, describiendose su clasificacion y principios de funcionamiento. Tras eso, seprocedera a desarrollar el sistema de inyeccion en motores Diesel, con la finalidad deestablecer los paramteros que intervienen en el proceso fısico de la inyeccion.

En el segundo capıtulo se desarrollara de manera superficial el funcionamiento de losmetodos CFD, particularizandose posteriormente el capıtulo en el software empleado parala elaboracion de este trabajo, CONVERGETM.

En el tercer capıtulo se describira el caso de estudio de este trabajo, explicando losdistintos parametros de la simulacion que se han tomado, ası como la geometrıa empleadapara llevarla a cabo.

En el cuarto capıtulo se expondra el procedimiento empleado para la optimizacion delcaso de estudio, ası como los resultados obtenidos, interpretandolos debidamente.

En el quinto capıtulo se procedera a realizar las conclusiones que correspondan y a des-cribir posibles vıas de investigacion futuras sobre el estudio realizado.

Para finalizar, se realizara un presupuesto desglosado con el coste que ha supuesto larealizacion de este proyecto.

1.1.2. Justificacion

Gracias al desarrollo de las tecnologıas informaticas, la potencia de calculo de los sistemascomputacionales ha aumentado exponencialmente. Acorde a este crecimiento de la potencia decalculo, se ha dado un crecimiento de la precision de los metodos CFD, consiguiendo ası softwarede calculo de mecanica de fluidos capaces de simular fenomenos muy complicados de calcularcon una exactitud aceptable para el campo de la investigacion.

La inyeccion, como se ha comentado anteriormente, es un proceso fundamental en los motoresDiesel, siendo de gran importancia su mejora para la mejora de los mismos. Gracias al desarrollode los metodos CFD, se pueden emplear en las mejoras de estos sistemas con un grado deprecision bueno, teniendo en cuenta la dificultad de simulacion de los procesos que se dan enla inyeccion.

Ası, con la finalidad de mejorar la inyeccion, se realiza un modelo CFD del chorro Dieselformado en el interior de la camara de combustion, el cual debe calibrarse para ajustarse a losdatos experimentales para su posterior uso en la investigacion del proceso de inyeccion.

1.2. Objetivos

Los objetivos principales de este trabajo son:

Adquisicion de un conocimiento teorico practico del sistema de inyeccion y los procesosque se suceden en el mismo.

Empleo de metodos CFD para la simulacion de chorros Diesel dentro de la camara decombustion.

Comparacion de los resultados obtenidos mediante las simulaciones con datos recogidosde ensayos experimentales.

2

Optimizacion del modelo CFD mediante la variacion de parametros de simulacion en elsoftware hasta conseguir resultados aceptables en comparacion con los datos experimen-tales.

1.3. Antecedentes

La inyeccion de combustible ha recorrido un largo camino durante los ultimos 20 anos, perosu historia se remonta a los primeros dıas del carburadores. Estos realizaban el proceso de mezclamediante la evaporacion del combustible. Ası, tras muchos anos de empleo del carburador,debido a su pobre rendimiento y versatilidad. Ası, el primer sistema de inyeccion de combustiblese dio en un motor estacionario. El estadounidense Franz Burger, un ingeniero que trabajabapara la Charter Gas Engine Company, desarrollo un sistema de inyeccion de combustible queempezo a producirse en 1887. En este sistema, se alimentaba el combustible por gravedad, desdeel tanque y entraba al cuerpo inyector a traves de una valvula de estrangulacion. La boquilladel inyector sobresalıa en forma horizontal, entrando al tubo vertical de admision.

La inyeccion del combustible de gasolina se desarrollo sustancialmente por medio de la avia-cion. La industria de la aviacion comprobo las ventajas obvias de la inyeccion de combustible.Los carburadores de los aviones eran propensos a congelarse durante los cambios de altitud,limitando la potencia disponible.

Tras la segunda guerra mundial, debido al avance en la inyeccion en el campo de la aviacion,la industria automotriz avanzo hacia la moderna inyeccion electronica.

El trabajo de diseno para los sistemas de inyeccion electronica comenzo en 1952 en la EclipseMachine Division de la corporacion Bendix, y en 1961 se patento como sistema Bendix Elec-trojector, aunque nunca llego a la produccion en masa. Tras esto, el interes en este sistema seretomo en 1966 cuando Bosch compenzo a recibir permisos de patentes de Bendix.

Los sistemas de inyeccion electronica han ido ası desarrollandose hasta llegar a los que seemplean e investigan hoy en dıa.

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Capıtulo 2

Fundamentos de los Motores deCombustion Interna Alternativos(MCIA)

2.1. Introduccion

En este capıtulo se procedera a desarrollar las caracterısticas fundamentales, ası como losprincipios de funcionamiento de los MCIA. Tambien se explicaran distintas clasificaciones delos MCIA, y se profundizara en el sistema de inyeccion directa para motores Diesel, sistemaque se trata en este proyecto.

2.2. MCIA

Un motor se puede entender como un dispositivo capaz de transformar cualquier tipo deenergıa en energıa mecanica. El motor termico, en concreto, es la maquina capaz de transformarla energıa termica de un fluido compresible en energıa mecanica. Esta energıa termica se puedeobtener mediante medios directos, como la energıa geotermica o la radiacion solar, o mediantela transformacion de otros tipos de energıa, como el caso de la energıa quımica almacenada en lamateria. Sera necesario, para transformar la energıa quımica en termica, un proceso adicional,como la combustion, y, a su vez, un fluido capaz de modificar su energıa a partir de la energıatermica. Ademas, se necesitaran los componentes mecanicos adecuados para que la energıa delfluido de trabajo se transforme en energıa mecanica.

El proceso de combustion se puede producir en el seno del fluido de trabajo o de formaexterna al mismo, diferenciandose ası entre motor de combustion interna y motor de combustionexterna (ej.: motor Stirling, turbina de vapor), respectivamente. Los motores de combustioninterna generalmente emplean como fluido de trabajo una mezcla de aire y combustible.

Centrandonos en el motor de combustion interna, se pueden diferenciar a su vez, segun eltipo de combustion que se realiza, motores de combustion continua y motores de combustiondiscontinua. Los motores de combustion continua se caracterizan, como su propio nombre indica,por una combustion continua en el tiempo, implicando que el fluido de trabajo debe circularde manera continua tambien. En cambio, los motores de combustion discontinua, el proceso decombustion ocurre de manera intermitente. Ası, dentro de este tipo de motores, el fluido puededesarrollar un trabajo en una parte movil, o incrementando la energıa cinetica de una corriente,como por ejemplo el pulsorreactor.

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Si el fluido desarrolla el trabajo sobre una parte movil, se puede dar que el movimientoproducido por el trabajo sea rotatorio o rectilıneo. En el caso de que sea rotatorio, se tendrıa unmotor rotatorio, como el motor Wankel, mientras que en el otro caso serıa un motor alternativo.

De esta manera, siguiendo el trazo conceptual realizado, se entiende que un MCIA es un dis-positivo que mediante combustion transforma energıa quımica en energıa termica y, empleandolos mecanismos necesarios, es capaz de transformar la energıa que adquiere el fluido de trabajoen energıa mecanica. La combustion se produce en el seno del fluido de trabajo de maneradiscontinua, y el trabajo que realiza el fluido produce un movimiento rectilıneo.

Los MCIA tiene un amplio campo de aplicaciones en el cual no han tenido apenas com-petencia debido a una serie de ventajas que presentan frente a otros tipos de motores. Estasventajas se pueden analizar desde distintos puntos de vista. En este caso, se tendran en cuentael rendimiento, la potencia y las caracterısticas constructivas.

Rendimiento: el rendimiento global del motor, dependiendo del tipo de motor y sus condicio-nes de operacion, puede tomar valores muy dispares, siendo el mas alto que puede llegara tomar 0.55 aproximadamente, referido a la energıa disponible en el combustible. Estevalor, en comparacion con el rendimiento global de otros motores termicos, es elevado.Ademas, el rendimiento del MCIA es menos sensible a las variaciones de las condicio-nes de funcionamiento que el de otros motores, como por ejemplo las turbinas de gas olas turbinas de vapor. En las turbinas de gas o de vapor, el regimen de giro afecta alcomportamiento del fluido sobre los elementos que componen el motor, modificando surendimiento sustancialmente.

Potencia: los MCIA pueden suministrar un amplia rango de potencia, dependiendo del di-seno empleado para su construccion. Sin embargo, otros motores termicos solo puedenaportar grandes cantidades de potencia, debido a que es intrınseco en su principio defuncionamiento.

Caracterısticas constructivas: con los MCIA se pueden alcanzar una gran diversidad desoluciones constructivas para conseguir las prestaciones deseadas. El conjunto cilindro-embolo, se puede construir en tamanos muy diversos, con dimensiones caracterısticas(diametro y carrera) muy variadas. Ademas, se pueden emplear materiales de bajo costeen su construccion debido a que las temperaturas de trabajo son relativamente bajascomparadas con las de otros motores.

Sin embargo, los MCIA tambien presentan una serie de desventajas con respecto a otrostipos de motores:

La emision de gases contaminantes, sobretodo si se compara con los motores electricos enpequenos vehıculos.

La potencia maxima es limitada en comparacion con las turbinas de gas o de vapor.

La potencia especıfica maxima, especialmente importante para motores de aplicacionesen el transporte de alta velocidad, es baja en comparacion con la turbinas de gas, por lasque ha sido sustituido.

La dependencia del petroleo para la obtencion del combustible que se utiliza para el trans-porte. Esto ha incentivado la investigacion y el desarrollo para lograr menores consumosde combustible y emplear nuevos combustible alternativos a los derivados del petroleo.

De esta manera, el balance global entre las ventajas y las desventajas ha mantenido al MCIAcomo la alternativa mas viable durante las ultimas decadas, excepto en el sector de la aviacion.

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2.2.1. Clasificacion de los MCIA

Los MCIA se pueden clasificar atendiendo a multiples criterios muy diferentes entre si. Sinembargo, estos criterios no son excluyentes, lo que indica que puede haber tantos tipos de MCIAcomo combinaciones de criterios de clasificacion hay. En este apartado se va a mencionar ydesarrollar brevemente los criterios mas importantes y los tipos mas caracterısticos dentro decada clasificacion.

Proceso de combustion

Atendiendo al proceso de combustion, los MCIA se clasifican en motores de encendidoprovocado (MEP) y motores de encendido por compresion (MEC).

MEP Este tipo de motores se caracteriza por el aporte de energıa externo al ciclo termo-dinamico para el inicio de la combustion. En motores modernos esto se consigue al hacer saltaruna chispa entre los electrodos de una bujıa. El momento de inicio de la combustion se puedecontrolar y debe ser el optimo para conseguir una combustion lo mas eficiente posible. La mez-cla de aire combustible en este tipo de motores se puede producir fuera del cilindro (motores demezcla homogenea) o en el interior del cilindro durante la compresion formandose una mezclaheterogenea (motores de inyeccion directa y mezcla estratificada).El proceso de combustion se produce al avanzar un frente de llama desde la bujıa y que recorretodo el cilindro. Se producen durante la combustion una zona de gases frescos y otra de gasesquemados totalmente diferenciadas.

MEC En estos motores la combustion se inicia mediante el proceso de autoencendido. Esteconsiste en el inicio de la combustion cuando se alcanzan temperaturas y presiones suficien-temente elevadas en la camara de combustion debido a la compresion. Con la intencion decontrolar el momento de autoencendido, en el cilindro se introduce unicamente aire durantela admision y el combustible se inyecta directamente a la camara de combustion al final de lacarrera de compresion. A diferencia de los MEP, la mezcla aire-combustible es heterogenea yla combustion se produce en aquellas zonas donde se alcanzan condiciones adecuadas, princi-palmente zonas con dosado cercano al estequiometrico. De esta manera, no se tiene una zonadefinida donde se produce la combustion, sino que se tienen distintos frentes de llama cuyocomportamiento se ve fuertemente influenciados por la inyeccion del combustible en la camaray el movimiento del aire en la misma. De esta manera, el proceso de combustion depende delproceso de inyeccion, siendo controlado el primero por los procesos fısicos que se dan en elchorro de combustible como la penetracion, la atomizacion, la evaporacion y la mezcla con elaire.El nombre mas extendido para este tipo de motores es motor Diesel.Se han realizado investigaciones y desarrollado prototipos de MEC en los que la mezcla aire-combustible es homogenea antes del inicio de la combustion. En estos tipos de motores loscombustibles que se pueden emplear son tanto los propios de MEC como los propios de MEP.

Ciclo de trabajo

Dependiendo del ciclo de trabajo los MCIA se pueden clasificar en motores de cuatro tiempos(4T) y motores de dos tiempos (2T), cuyas diferencias se encuentran basicamente en el procesode renovacion de la carga, es decir, escape y admision.

4T En estos motores el ciclo se completa con dos vueltas del ciguenal, lo que se traduce encuatro carreras del embolo o piston.

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Figura 2.1: Fases de un motor 4T.

Los procesos que se llevan a cabo normalmente en un ciclo completo se pueden apreciar enla Figura 2.1 y a continuacion se detallan los mismos:

Fase de admision: coincide con la primera carrera del piston. Las valvulas de admisionestan abiertas y el piston esta descendiendo, lo que disminuye la presion dentro del cilindroe induce la entrada de gases.

Fase de compresion: coincide con la segunda carrera del piston. Todas las valvulas estancerradas, tanto las de admision como las de escape y el piston esta ascendiendo, compri-miendo los gases que se encuentran en el interior del cilindro. Una vez se alcanza el puntomuerto superior (PMS), se produce la combustion, ya sea por el encendido de la chispaen la bujıa en los MEP o por autoencendido al inyectar el combustible en los MEC.

Fase de expansion: coincide con la tercera carrera del piston. Al producirse la combustion,la temperatura y la presion del fluido han aumentado, lo que produce la expansion delmismo, empujando el piston desde el PMS hacia el punto muerto inferior (PMI). En estafase es en la que se obtiene trabajo.

Fase de escape: se corresponde con la cuarta carrera del piston. Una vez alcanzado el PMIse abre la valvula de escape y el piston se desplaza hacia el PMS, expulsando los gasesde escape. Una vez el piston alcanza el PMS, la valvula de escape se cierra y se inicia unnuevo ciclo.

Sin embargo, debido a la compresibilidad del aire y a que la combustion no puede producirsea volumen constante, es necesario realizar modificaciones en los momentos de apertura y cierrede las valvulas y en el instante de inicio de la combustion. Ası, se realizan avances y retrasoscon respecto al PMI y PMS, puntos donde se producen las aperturas y cierres de las valvulas,ası como la combustion.

2T En este tipo de motores el ciclo se completa con dos carreras del embolo, o lo que es lomismo, una revolucion del ciguenal. Se dan los mismos procesos que en el motor 4T pero conmenor duracion angular. La principal diferencia entre ambos reside en el proceso de renovacionde la carga, produciendose en la mayorıa de los motores 2T de manera simultanea la admisiony el escape.

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Figura 2.2: Fases de un motor 2T.

Las fases de este motor se pueden observar en la Figura 2.2 y a continuacion:

En la primera carrera del piston se produce la admision de los gases frescos, los cuales pa-san al carter. El piston desciende desde el PMS hasta el PMI, produciendose la expansion.Continua descendiendo abriendo la lumbrera de escape en primer lugar y produciendo unescape espontaneo debido a la mayor presion dentro del cilindro. Inmediatamente despuesse abre la lumbrera de transferencia (en la Figura 2.2, lumbrera de carga), dejando paso alos gases frescos que empujan a los gases de escape ya que se encuentran a mayor presion.Este proceso es conocido como barrido.

A continuacion el piston alcanza el PMI, manteniendo el barrido hasta que el piston,en su carrera de ascenso desde el PMI hasta el PMS cierra la lumbrera de transferencia.Inmediatamente depues se cierra la lumbrera de escape produciendose la compresion. Unavez alcanzado el PMS, se inicia la combustion.

Presion de admision

Segun la presion en el colector de admision, se pueden diferenciar dos tipos de motores:motores de aspiracion natural y motores sobrealimentados.

Motores de aspiracion natural: los gases frescos entran al cilindro debido a la succion ge-nerada en el movimiento de descenso del piston durante el proceso de admision. La presionde los gases de admision en los conductos sera menor que la presion atmosferica debido alas perdidas por friccion que se dan en los conductos.

Motores sobrealimentados: en este tipo de motores la presion de los gases de admisiones aumentada mediante un compresor con la finalidad de que aumente la densidad delos gases de admision y que la combustion se realice en mejores condiciones o inclusoque se pueda quemar mas combustible. Como consecuencia de lo anterior, se consigueque la potencia y el rendimiento aumente, ası como reducir emisiones en MEC, y en

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motores de aviacion que la potencia no disminuya al variar las condiciones atmosfericas.Tambien se consigue que, debido a la diferencia de presiones, los gases frescos entren alcilindro. El compresor de sobrealimentacion puede accionarse mecanicamente uniendoloal ciguenal o aprovechando los gases de escape. Para aprovechar los gases de escape seconecta el compresor con una turbina compartiendo eje. Los gases de escape, con unaelevada temperatura y presion, circulan a traves de la turbina generando trabajo que esaprovechado por el compresor para comprimir los gases de admision. Los motores MEP,debido al peligro de autoencendido, suelen sobrealimentarse en menor medida que losMEC.

Tipo de refrigeracion

Los MCIA necesitan un sistema de refrigeracion para reducir los esfuerzos termicos, defor-maciones y elevadas temperaturas sobre sus componentes. El calor evacuado se transfiere alambiente. Teniendo en cuenta el estado fısico del fluido empleado para la transferir el calor des-de el motor hasta el ambiente, se puede diferenciar en: motores refrigerados por aire y motoresrefrigerados por lıquido.

Motores refrigerados por aire: en estos motores es el propio aire ambiente el que extrae elcalor del motor. Para ello es necesario aumentar el area efectiva de contacto entre el airey el motor para maximizar la transferencia de calor. Ello se realiza mediante aletas.

Motores refrigerados por lıquido: estos cuentan con un circuito que atraviesa todos loscomponentes del motor por el cual circula un fluido en estado lıquido, habitualmenteagua mezclado con anticongelante y anticorrosivos, que absorbe el calor del motor. Paratransferir el calor al ambiente se emplea un radiador, donde el lıquido se enfrıa. Para lacirculacion del lıquido se emplea una bomba.

2.2.2. Principales diferencias entre MEC y MEP

Se profundiza en estas diferencias debido a que esta clasificacion es la que presenta un mayordistanciamiento en los principios de funcionamiento de los motores.

De acuerdo con sus propios nombres, la diferencia fundamental de estos dos tipos de motorreside en el proceso de combustion, siendo en los MEP provocada por un aporte de energıaexterno y en los MEC espontanea debido al fenomeno del autoencendido. El resto de diferenciasentre estos motores son consecuencia de esta primera.

En los MEC, el autoencendido obliga a que la temperatura en la camara de combustionsea elevada y a evitar que se produzca de manera espontanea y sin control, por lo que lamezcla debe producirse al final de la carrera de compresion inyectando el combustible en lacamara de combustion. Esto implica una serie de exigencias en el sistema de inyeccion, quedebe contribuir al proceso de mezcla en un corto periodo de tiempo. Asimismo, el proceso deformacion de la mezcla permite controlar la carga del motor simplemente variando la cantidadde combustible inyectado manteniendo la misma cantidad de aire. El combustible, ademas, hade cumplir una serie de requisitos impuestos por el sistema de inyeccion y la necesidad de unfacil autoencendido.

En el caso de los MEP, como el encendido se produce mediante el aporte externo de energıaen un punto de la camara de combustion y la combustion consiste en un frente de llama que sepropaga por toda la camara, la mezcla debe ser homogenea en todo el volumen de la camara

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y estar dentro de los lımites de inflamabilidad en el inicio del mismo. Esto obliga a que elproceso de mezcla se produzca muy pronto en el ciclo, generalmente durante la admision y acontrolar que no se produzca autoencendido de la mezcla durante la carrera de compresion. Paraello se limita la temperatura de la mezcla en el interior del cilindro. Ademas, como la mezclaaire-combustible debe ser homogenea y encontrarse dentro de los lımites de inflamabilidad, laregulacion de la carga se realiza mediante el control tanto de la masa de combustible como dela masa de aire admitido en el cilindro, normalmente mediante el estrangulamiento del flujo enel conducto de admision.

Como consecuencia de estos hechos, aparecen importantes diferencias entre los MEC y losMEP. Estas diferencias se dan en las formas de tratar la formacion de la mezcla, la regulacionde la carga, en el tipo de camara de combustion y el tipo de combustible y, finalmente, en lapotencia especıfica y el rendimiento que pueden conseguir.

Formacion de la mezcla

En los MEP se emplean habitualmente sistemas de inyeccion. El inyector puede situarse tantoen el conducto de admision como en el cilindro. Si el inyector esta situado en el conducto deadmision se dispone de la carrera de admision y la de compresion, por tanto, de mas tiempola realizacion de la mezcla homogenea, al igual que si con el inyector situado en el cilindro seinyecta combustible durante la admision. Sin embargo, algunos motores en algunas condicionesde operacion realizan la inyeccion solo durante la carrera de compresion, disponiendose demenos tiempo para la homogeneizacion de la mezcla.

En el caso de los MEC, la inyeccion se produce al final de la carrera de compresion debidoa que se necesitan elevadas temperaturas para que se de el autoencendido. Ası, al disponer detan poco tiempo, el proceso de inyeccion es muy importante en el proceso de mezcla e inclusose ayuda del movimiento del aire para poder realizar la mezcla en la camara de combustion.Este poco tiempo de mezcla deriva en que el autoencendido se produzca antes de acabar lainyeccion, lo que resulta en una gran heterogeneidad en la proporcion aire-combustible en lacamara de combustible.

Regulacion de la carga

Debido a las diferencias entre MEP y MEC, la regulacion de carga del motor, es decir, lapotencia generada a un regimen de giro determinado, se realiza de distintas maneras.

MEP de inyeccion indirecta: debido a que la mezcla se produce fuera del cilindro para queesta sea homogenea en todo el volumen del mismo y que su dosado debe ser cercanoal estequiometrico, la regulacion de la carga se debe realizar controlando la masa demezcla aire-combustible introducida al cilindro. Sin embargo, como el volumen de mezclaadmitido no varıa, la forma de variar la masa de mezcla admitida es modificando sudensidad. Habitualmente se emplea un dispositivo de estragulacion en el conducto deadmision que reduce la presion de admision y por tanto la densidad de la mezcla. Cabedecir que a mayor estrangulamiento, mayor sera el trabajo realizado por el embolo paraintroducir mezcla en el cilindro y peor sera el rendimiento del motor a bajas cargas.

MEP de inyeccion directa: en este tipo de motores la inyeccion del combustible se realizadirectamente en el cilindro. Dependiendo de si se encuentra a plena carga o a cargas par-ciales, la inyeccion se realiza antes o despues en el ciclo. Si se encuentra a plena carga, lainyeccion se realiza durante la carrera de admision, logrando ası una mezcla homogenea

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en toda la camara de combustion. Sin embargo, a cargas parciales, la inyeccion se realizadurante la fase de compresion con el fin de conseguir zonas de dosado alto en las proximi-dades a la bujıa y zonas de dosado pobre en las zonas mas alejadas. Esto es conocido comomezcla estratificada. Gracias a este metodo, la regulacion de la carga se puede realizarmediante la cantidad de combustible inyectado conjuntamente con la estrangulacion delflujo de admision, paliandose ası la penalizacion que produce el estrangulamiento sobreel rendimiento a cargas parciales.

MEC: en estos motores la regulacion de la carga se realiza directamente controlando la can-tidad de combustible inyectado en la camara. Estos motores trabajan con un rango dedosados muy amplio, de 1/18 a 1/900 cuando emplean gasoleo. De esta manera se evitael estrangulamiento del flujo de admision y se evita esa penalizacion del rendimiento acargas parciales.

Tipos de camara de combustion

La principal diferencia en las camaras de combustion de MEP y MEC reside en su volumenrespecto a cilindro. Esto es, en su relacion de compresion. En los MEP la relacion de compresiones considerablemente menor que en los MEC con la finalidad de evitar el autoencendido. Deesta manera, el volumen de la camara de combustion sera mayor con respecto al volumen delcilindro que en los MEC.

En el caso de los MEC, debido a la necesidad de forzar el movimiento del aire en la camarapara ayudar al proceso de mezcla que se realiza en poco tiempo, se necesitan geometrıas mascomplicadas. Ademas, para alcanzar las condiciones de autoencendido se necesita que el volu-men sea pequeno para obtener una elevada relacion de compresion. Se pueden diferenciar dostipos de MEC atendiendo a sus camaras de combustion:

MEC de inyeccion directa: la camara de combustion se encuentra labrada en el interior delembolo con el inyector en el centro de la camara de combustion realizando la inyeccion apresiones muy elevadas.

MEC de inyeccion indirecta: estos motores disponen de una camara de combustion divi-dida en dos partes: una precamara en la culata y una camara principal labrada en elembolo.

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(a) Precamara de combustion de un MEC de inyeccionindirecta.

(b) Camara de combustion de un MEC de inyeccion directa.

Figura 2.3: Camaras de combustion de un MEC.

Ambas camaras estan comunicadas por un conducto que puede tener diversas geometrıas.La inyeccion se realiza en la precamara de combustion por un inyector de un unico orificioy a b una presion no tan elevada como en la inyeccion directa. La combustion se inicia enel interior de la precamara y expulsa parte de los gases hacia la camara principal dondese finaliza la combustion.

Tipos de combustible

Debido a los distintos modos de encendido y de combustion que se dan en MEP y MEC, sehan desarrollado combustible especıficos para cada tipo de motor.

De esta manera, debido a que en los MEP se quiere evitar el autoencendido y en los MEC sequiere facilitar el mismo, los combustibles destinados a ser usados en MEP deben tener pocacapacidad de autoencendido y en los MEC al contrario. Esta propiedad se mide mediante elındice de octano en MEP y el ındice de cetano en MEC, siendo cuanto mas elevada mejoren ambos casos. Ademas, debido a que en MEC el proceso de mezcla se realiza mediante lainyeccion, es necesario que la viscosidad de los combustibles sea la apropiada por su influencia

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en el sistema de inyeccion y en la formacion, tamano y penetracion de las gotas de combustibleen la camara de combustion.

Potencia y rendimiento

En los MEC, debido a la dificultad de alcanzar dosados globales altos, cercanos al este-quiometrico, no se consigue utilizar toda la masa de aire admitida para quemar combustible.De esta manera, con la misma masa de aire admitida, los MEP podrıan quemar mas combusti-ble, generando mas trabajo por ciclo. Ademas, la formacion de mezcla esta menos limitada porel tiempo en los MEP, lo que permite alcanzar regımenes de giro mas altos. Como consecuenciade estos dos factores, se tiene que un MEP es capaz de suministrar mas potencia especıfica(potencia por unidad de cilindrada) que un MEC.

Sin embargo, los MEC, al alcanzar relaciones de compresion mas altas y emplear dosadosmas bajos, consigue rendimiento termicos mas elevados, que se suelen traducir en rendimientosglobales mayores que en los MEP. Ademas, gracias a la sobrealimentacion, se pueden disminuiro incluso invertir las diferencias en la potencia especıfica, ya que los MEC aceptan un mayorgrado de sobrealimentacion.

2.2.3. Ciclos de trabajo

Se entiende por ciclo termodinamico la evolucion sucesiva de procesos que experimenta unmismo fluido desde un estado termodinamico inicial, regresando finalmente a dicho estado. Sila evolucion del fluido se considera ideal, se tiene un ciclo teorico. El fluido mas empleado enestos ciclos es el aire, y supone la aproximacion mas sencilla al funcionamiento de los MCIA.

En los ciclos teoricos del aire se realizan una serie de simplificaciones que se detallan acontinuacion:

No existen fugas.

El aporte de calor se corresponde al de una combuston completa.

No existen perdida de calor ni perdidas de escape.

Las evoluciones son mecanicamente reversibles.

El fluido es aire, con propiedades constantes.

La combustion se sustituye por un aporte calor a presion constante o a volumen constante,y en el caso mas general por un aporte de calor en ambas condiciones sucesivamente. Loque implica que la combustion no es progresiva.

El proceso de renovacion de la carga se sustituye por una cesion de calor a volumenconstante.

Se procede a explicar tres ciclos teoricos de aire: ciclo de presion limitada o ciclo Sabathe, ciclocon combustion a volumen constante o ciclo Otto, y ciclo de combustion a presion constante ociclo Diesel.

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h!

Figura 2.4: Diagrama p-V del ciclo Sabathe.

Ciclo de presion limitada o ciclo Sabathe

Los procesos que sigue el ciclo son:

Proceso 2-3’: aporte de calor a volumen constante, Qav.

Proceso 3’-3: aporte de calor a presion constante, Qap.

Procesos 1-2 y 3-4: procesos isentropicos de compresion y de expansion respectivamente.

Proceso 4-1: caracteriza el proceso de renovacion de la carga y se representa como unacaıda de presion a volumen constante. Este proceso cierra el ciclo y se sustituye por unacesion de calor Qc.

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Ciclo con combustion a V = cte o ciclo Otto

Figura 2.5: Diagrama p-V del ciclo Otto.

Este ciclo se asocia comunmente al funcionamiento de los MEP. Como se puede ver en laFigura 2.5, el ciclo se compone de:

Procesos 1-2 y 3-4: procesos isentropicos de compresion y expansion respectivamente.

Procesos 2-3 y 4-1: procesos a volumen constante que se corresponden con el aporte decalor (2-3), Qa, y la cesion de calor (4-1), Qc.

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Ciclo con combustion a p = cte o ciclo Diesel

Figura 2.6: Diagrama p-V del ciclo Diesel.

Este ciclo se suele asociar el funcionamiento de los MEC de grandes dimensiones lentos.Siguiendo la Figura 2.6, esta formado por:

Procesos 1-2 y 3-4: procesos isentropicos de compresion y expansion respectivamente.

Proceso 2-3: aporte de calor, Qa, a presion constante. Representa de forma ideal la com-bustion tıpica de un motor Diesel lento controlada por la inyeccion.

Proceso 4-1: cesion de calor, Qc, a volumen constante.

Diferencias entre ciclos teoricos y reales

Ciclo real en los MEP Para poder elaborar los ciclos teoricos se realizan una serie desimplificaciones sobre el ciclo real de los MEP. Estas simplificaciones, de manera resumida sonel considerar que el proceso de compresion se realiza con un fluido con las propiedades delaire y que es adiabatico y mecanicamente reversible, suponiendo que no se dan fugas, siendola masa constante en el proceso. En el proceso de combustion, las simplificaciones se basa enhipotesis menos proximas a la realidad. Como se habıa establecido en el proceso de compresion,se considera que el fluido es aire, pero esta vez se considera ademas que se comporta como ungas ideal, manteniendo sus propiedades constantes. La generacion de calor es sustituida por unaporte de calor a volumen constante debido a la invariabilidad de la composicion del fluido.Ademas, se supone el proceso de combustion instantaneo. En cuanto al proceso de expansion,al igual que en el proceso de compresion, se considera que el fluido es aire con propiedadesconstantes, que el proceso es adiabatico y mecanicamente reversible y finalmente que no se danfugas ni perdidas de escape. Para terminar, el proceso de renovacion de la carga se simplifica

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como una cesion de calor, aunque este consideracion es la que mas se aleja de la realidad, juntocon simplificar la combustion como aporte de calor, ya que al tratarse de MCIA, la combustionse da en el seno del fluido, no pudiendose hablar con propiedad de aporte y cesion de calor.

En comparacion, en el ciclo real de los MEP, en el proceso de compresion, se dan fugas atraves del fluido, si bien se pueden considerar despreciable. Ademas, el fluido esta compuestopor aire de admision, gases residuales del ciclo anterior o del sistema de recirculacion de gases(EGR) y el combustible inyectado en el colector, en el caso de los MEC de inyeccion indirecta.Ademas, realmente se producen transferencias de calor debido a la diferencia de temperaturasentre el fluido y las paredes del cilindro, pese a que estas sean pequenas. La mayor aproximacionen el proceso de compresion se da en la consideracion del proceso mecanicamente reversible,ya que aunque las diferencias de presion dentro del cilindro sean pequenas, existen y producenmovimientos del aire que disipan la energıa cinetica en energıa interna en el seno del fluido. Elproceso de expansion real se darıan las mismas situaciones que en el proceso de compresion, peroproduciendose desviaciones con respecto al ciclo teorico mayores que en la compresion. En lo querespecta al proceso de combustion, en la realidad la combustion se da por el avance del frentede llama, de manera que no es instantanea, produciendose las perdidas por tiempo, es decir,el encendido de la combustion antes del momento ideal para aprovecharla lo maximo posible.Tampoco se tiene aire como fluido, sino una mezcla de aire, gases quemados y combustible,que a lo largo de la combustion modifican su composicion, modificando ası sus propiedades.Ademas, se tienen perdidas por transmision de calor y fugas, que debido a considerarse en elciclo teorico la combustion instantanea, no se tienen en cuenta.

Ciclo real en los MEC El ciclo real de los MEC se asemeja considerablemente al de losMEP, por lo que se limitara a remarcar las diferencias del ciclo de los MEC.

En el proceso de compresion, al realizarse la inyeccion al final del mismo, el fluido se com-pone de aire y gases residuales. Ahora bien, en los MEC, el sistema EGR es muy habitual,alcanzandose porcentajes elevados de recirculacion (hasta 50 %), por lo que considerar el fluidocomo aire se aleja mas de la realidad que en los MEP. Ademas, al ser la relacion de compresionmas elevada que en los MEP, y normalmente estar sobrealimentados, las fugas son mayores. Enel proceso de combustion se dan las diferencias mas importantes. En los MEC, la combustionse compone de dos fases, una premezclada y otra por difusion, por lo que es mas razonableconsiderar que la combustion se realiza en una primera fase a volumen constante y en unasegunda fase a presion constante. Por esta razon, el ciclo teorico de presion limitada es el masrepresentativo de los motores Diesel y permite una mayor flexibilidad para aproximarse a larealidad de cada motor. En el proceso de expansion las diferencias se corresponden con mayoresfugas debido a la mayor presion en el cilindro que en los MEP y el proceso de renovacion de lacarga coincide con los MEP, se considera una cesion de calor a volumen constante.

2.3. Sistema de inyeccion directa en los MEC

2.3.1. Introduccion

En este apartado se procedera a desarrollar los procesos de formacion de mezcla en los MEC,comenzando por el funcionamiento del sistema de inyeccion y el analisis del flujo en el interiorde los orificios de descarga de las toberas de los inyectores, siguiendo al momento en el queel combustible se introduce en forma de chorro en la camara de combustion, atomizandose,mezclandose con el aire y evaporandose, siendo este el proceso previo a la combustion.

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Ası, el proceso de formacion de la mezcla se puede comprender caracterizado por los siguientescondicionantes:

La inyeccion debe realizarse en el punto optimo y con una ley definida para que el procesode combustion genere las mınimas emisiones y el rendimiento de la misma sea elevado.

Como ha sido explicado anteriormente, en este tipo de motores, la cantidad de aire conla que trabaja el motor no varıa sustancialmente, siendo la cantidad de combustibleinyectada el factor que controla el grado de carga del motor. Este metodo de control seconoce como regulacion cualitativa.

El tiempo disponible para la inyeccion es poco, limitando de manera importante al motore imponiendo estrictas exigencias al sistema de inyeccion. Este debe se capaz de conse-guir unas caracterısticas fısicas del combustible que favorezcan el proceso de mezcla y lacombustion completa del mismo.

La inyeccion se puede realizar de dos maneras distintas en funcion del tipo de motor Diesel:inyenccion indirecta (IDI) e inyeccion directa (DI):

En los sistemas IDI, es el aire el que toma el protagonismo en la generacion de los camposdifusivos y convectivos necesarios para el proceso de mezcla, siendo el papel del combus-tible, y por tanto el del sistema de inyeccion, secundario. Para ello el aire se confina enuna precamara adicional al volumen muerto, imprimiendole un energico movimiento detorbellino. De esta manera, no se necesitan de sistemas de inyeccion de alta presion.

En los sistemas DI, es el combustible el encargado de realizar la mezcla. Para ello debeser inyectado a una elevada presion, finamente atomizado y convenientemente repartido afin de garantizar la adecuada mezcla del combustible con el aire. En este tipo de motoreses imprescindible disponer de un sistema de inyeccion de altas prestaciones. Como apoyoal sistema de inyeccion se imprime movimiento de rotacion al aire mediante el diseno dela pipa de admision.

En este apartado se desarrollara el sistema de inyeccion de combustible directa a muy altapresion. Para ello se describira el sistema de inyeccion common rail, seguido del flujo internoen las toberas de inyeccion y finalizando con el chorro Diesel.

2.3.2. El sistema de inyeccion common rail

El sistema common rail goza de una mayor penetracion en el mercado debido a su mayorflexibilidad y versatilidad con respecto a otros sistemas de inyeccion.

Como se puede apreciar en la Figura 2.7, en este sistema, una bomba de baja presion tomael combustible del tanque y alimenta la bomba de alta presion. Esta, a su vez, transporta elcombustible, a traves del raıl, hacia los inyectores, los cuales se situan en los diferentes cilindros.Parte del combustible se inyecta en la camara de combustion, mientras que una pequena partedel mismo se emplea para el pilotaje hidraulico, devolviendose al deposito y constituyendoel caudal de control de los inyectores. El volumen de combustible que se encuentra entre losinyectores y la bomba de alta presion hace de acumulador (raıl comun).

Un sensor mide el valor de la presion del combustible en el raıl, y si esta no coincide con unvalor almacenado en la unidad de control electronico (ECU), un orificio de descarga situado enuno de los extremos del raıl se abre o se cierra hasta que igualar ambos. El caudal excedentede combustible retorna al deposito.

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Figura 2.7: Esquema del sistema de inyeccion common rail.

Controlados por la ECU, los inyectores se abren o se cierran en instantes definidos. La du-racion de la inyeccion, la presion de combustible en el raıl y la capacidad de descarga de losorificios de la tobera determinan la cantidad de combustible inyectada.

La parte mas compleja de este sistema es, sin duda, el inyector. Dependiendo del sistemade accionamiento interno del inyector, se hablara de inyector accionado por valvula de tiposolenoide o de tipo piezoelectrico. Este ultimo tipo de valvula se corresponde con inyectores deultima generacion, los cuales presentan como ventaja principal una respuesta mas rapida.

Figura 2.8: Inyector de un sistema common rail con valvula de accionamiento de tipo solenoide.

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El inyector de un sistema common rail esta compuesto por una valvula electromagnetica, elportainyector y la tobera. La valvula electromagnetica tiene dos posiciones, abierta o cerrada, ydos orificios de pequeno calibre activos: entrada al volumen de control (Z) y salida del volumende control (A). El combustible a alta presion procedente del raıl entra al inyector, donde seproduce una bifurcacion en dos conductos, uno a la zona inferior del inyector y otro al volumende control. Cuando la valvula se encuentra abierta, el combustible de alta presion entra alvolumen de control por el orificio Z, donde por una perdida de presion conseguida mediantela calibracion del orificio Z, se establece una diferencia de presiones entre la punta de la agujadel inyector y la zona superior de la misma, situada en el volumen de control, esta se desplazadesbloqueando los orificios de la tobera. Esta entrada del combustible al volumen de controlse consigue mediante el accionamiento de la valvula por parte de le ECU, la cual manda unpulso electrico que excita la bobina y genera un campo magnetico, desplazando un vastagocon una esfera en su extremo que tapona el orificio A, permitiendose el flujo de combustible atraves del volumen de control. Finalmente, cuando la inyeccion debe detenerse, la ECU cesa elimpulso electrico, produciendo de nuevo el desplazamiento de la esfera a su posicion de reposotaponando el orificio A. Debido a la mayor superficie de la aguja del inyector en el volumen decontrol, a misma presion, se consigue que esta tapone de nuevo los orificios de la tobera.

La cantidad de combustible inyectado dependera del numero y diametro de los orificios de latobera, el tiempo de activacion de la valvula y de la presion del combustible en el raıl.

2.3.3. El flujo interno en las toberas de inyeccion Diesel

El flujo de combustible que se da en el interior de las toberas de los inyectores condiciona demanera sustancial la tasa de inyeccion y las caracterısticas del flujo a la salida de los inyectores.Sin embargo, el estudio de este flujo es especialmente complejo por las siguiente razones:

Las pequenas dimensiones de los orificios de descarga del combustible.

La elevada velocidad del flujo en el interior del orificio debido a la elevada presion deinyeccion.

La naturaleza transitoria del proceso de inyeccion.

El flujo puede ser tanto de naturaleza monofasica como de naturaleza bifasica. Esto quieredecir, se puede encontrar el combustible en estado lıquido, o en ambos estados simultanea-mente. El fenomeno de la cavitacion es el causante de ello y depende fuertemente de lageometrıa de los orificios.

La cavitacion se produce debido a un descenso acusado de la presion estatica en el flujo. Estasdisminuciones de presion estatica se producen donde se encuentran los orificios de descarga,lugares en los que el flujo sufre una deflexion importante y generalmente se produce un despeguede la vena lıquida, dando lugar a zonas de recirculacion con incremente sustancial de la velocidady disminucion drastica de la presion estatica. Este fenomeno puede ver potenciada su aparicionpor razones operativa y por la propia geometrıa de los orificios. Por las condiciones operativas,a elevadas presiones de inyeccion y bajas presiones de descarga bajas, y por la geometrıa de losorificios, por orificios con forma cilındrica. En cambio, orificios con geometrıa conica inhiben laaparicion de cavitacion.

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Pese a la cavitacion se evita en muchos ambitos de la industria, en este campo puede serbeneficiosa. Esto se debe a que aumente el angulo del chorro, mejorando el proceso de mezcladel combustible en la camara de combustion. Sin embargo, tambien tiene efectos perniciososrelacionados con la disminucion de la capacidad de descarga de la tobera.

2.3.4. Descripcion del chorro Diesel

El primer fenomeno que se produce al abandonar el combustible el orificio de descarga de latobera del inyector es la atomizacion de la vena lıquida. A partir de determinado instante y decierta distancia axial con respecto a la salida del orificio de descarga, conocida como longitudintacta o de rotura, dicha vena se ve transformada en un conjunto de gotas. Tras este procesode atomizacion primaria, estas gotas pueden continuar separandose y reduciendo su diametro,dandose atomizacion secundaria, o chocar entre sı y aumentar su diametro, fenomeno conocidocomo coalescencia. El proceso de atomizacion favorece la mezcla del combustible con el gasambiente al aumentar sustancialmente la superficie de contacto entre ambos. Ese englobamientode aire caliente, fruto de la compresion en el cilindro, lleva a la evaporacion del combustible.

Mecanismos de atomizacion primaria

Pese a que no se sabe a ciencia cierta los fenomenos asociados al proceso de atomizacionprimaria, se cree que es debida a la superposicion de una serie de mecanismo independientes, quecobran mayor o menor importancia en funcion de las condiciones de inyeccion. Estos mecanismosse describen a continuacion.

Ruptura debida a inestabilidades aerodinamicas: el crecimiento de las inestabilidadesen la superficie del chorro es mas probable que se incremente cuanto mayor es la velocidadrealativa lıquido-gas ambiente. Ası, debido a las inestabilidades por las ondas de altafrecuencia presentes en la superfıcie de la vena, forman finos ligamentos. De esta manera, eldiametro de la vena lıquida va disminuyendo conforme aumenta la distancia con respectoal inyector debido a esta perdida de lıquido.

Turbulencia: la turbulencia se generarıa en el interior del orificio, y a la salida del inyector,al no estar contenida la componente radial de la misma por las paredes del inyector,esta misma componente expulsara el combustible fuera de la vena lıquida, produciendola atomizacion.

Cavitacion: la influencia de la cavitacion sobre el proceso de atomizacion puede ser de dostipos. En primer lugar, puede producirse un incremento de la turbulencia al producirse laseparacion del flujo respecto a la pared del orificio y el posterior contacto debido al colapsode la cavidad. Por otra parte, la presencia de las burbujas en el seno del combustibleinducirıan en el caso de alcanzar la salida del orificio discontinuidades en el lıquido quefacilitarıan la division del chorro en ligamentos.

Reorganizacion del perfil de velocidad: debido a la modificacion del perfil de velocidaddel fluido justo a la salida del orificio se consigue la atomizacion. Los esfuerzos viscososoriginados por la pared del orificio desaparecen y el combustible cerca de la superficie dela vena lıquida se acelera produciendo inestabilidades, perturbaciones que favorecen laatomizacion.

Atomizacion secundaria

Tras la atomizacion de la vena lıquida, las gotas resultantes interaccionan con el aire am-biente y entre ellas. De esta manera, se consiguen variaciones en el diametro de las mismas,

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pudiendo reducirse o incrementarse. Estas gotas se ven sometidas a fuerzas aerodinamicas ytensiones superficiales que favorecen la division de las mismas, y a fuerzas viscosas que palıan elefecto de las primeras. La atomizacion de la gota se produce cuando las fuerzas aerodinamicasigualan a las de tension superficial, conociendose este proceso como atomizacion secundario.Por el contrario, se puede dar el fenomeno de coalescencia, reagrupandose varias gotas paraformar una de mayor diametro.

Similitud entre el chorro Diesel atomizado y el chorro gaseoso

Tras el proceso de atomizacion, sigue la evaporacion de las gotas de combustible. En contactocon el gas ambiente a elevada temperatura, se produce un intercambio energetico que, juntocon la difusion termica y masica en la interfase entre la gota y el gas, son los fenomenos quecontrolan el proceso de evaporacion de las gotas. Sin embargo, ya que estos fenomenos, enel contexto del proceso de la combustion son relativamente rapidos, se puede considerar queel proceso de la evaporacion tiene menos importancia que el proceso de mezcla, estando elproceso de evaporacion controlado por el proceso de mezcla. Ası, se establece que el proceso deevaporacion no supone diferencias importantes entre el chorro Diesel y un analogo gaseoso, yaque se reduce a un problema de mezcla entre combustible y aire.

Se procede a caracterizar el comportamiento del chorro desde dos puntos de vista diferentes:macroscopico y microscopico.

Desde el punto de visto microscopico se tienen en cuenta dos parametros:

Penetracion Se define como la distancia que recorre el frente del chorro en el seno del gasambiente tomando como origen el orificio de salida de la tobera. En los motores Diesel deinyeccion directa es importante conocer este parametro para poder predecir cuando se producirıael impacto del chorro en las paredes de la camara de combustion, hecho que influye en el procesode combustion y en la emision de contaminantes. Considerando la conservacion del flujo de lacantidad de movimiento, Mf , en la direccion axial del chorro Diesel, se llega a la siguiente leyde escalado para la penetracion de un chorro Diesel no evaporativo:

S(t) α M0,25f ρ−0,5a tan−0,5

(θ

2

)t0,5 (2.1)

Escribiendo el flujo de cantidad de movimiento como:

Mf =π

2φ2efC

2v∆p (2.2)

que sustituida en la ley de penetracion:

S(t) α ρ−0,5a ∆p0,25φ0,5ef tan

−0,5(θ

2

)t0,5 (2.3)

De esta manera, la penetracion del chorro Diesel, ademas del tiempo transcurrido desde elinicio de la inyeccion, es funcion directa del diametro del orificio y de la diferencia de presiones ala cual es sometido el orificio, y funcion inversa de la densidad del gas ambiente y de la tangentedel semiangulo del chorro.

Angulo del chorro Este angulo varıa en funcion de la geometrıa de la tobera del inyector ylas condiciones de la inyeccion, ası como de las propiedades del combustible y de las condicionesambientales donde se inyecta.

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En lo que respecta a los parametros microscopicos del chorro Diesel, se pueden definir dos:

Distribucion de diametros de gotas.

Distribucion de velocidades de gotas.

2.3.5. Chorro Diesel en condiciones evaporativas

Como ya se ha mencionado con anterioridad, tras la atomizacion del chorro se produce laevaporacion de las gotas generadas a medida que estas se mezclan con el gas ambiente a altatemperatura. Ademas, el proceso de evaporacion esta controlado por el proceso de mezcla. Deesta manera, con la finalidad de desarrollar dos parametros estimadores de la calidad de lamezcla, se considera el chorro Diesel como un chorro gaseoso turbulento. Los dos parametrosestimadores son: longitud caracterıstica de mezcla y tiempo caracterıstico de mezcla.

El desarrollo de la teorıa basica de los chorros gaseosos estacionarios isodensos (densidad delcombustible igual a la del ambiente), isotermos y no reactivos en regimen laminar a partir dela Resolucion analıtica de las ecuaciones de conservacion de la masa, cantidad de movimientoen direccion axial y especie de combustible a Spalding. Esta teorıa se acepta para chorrosestacionarios en regimen turbulento considerando los coeficientes de viscosidad cinematica ydifusividad masica efectivos.

En las siguiente ecuaciones se muestran las soluciones para la velocidad, ueje, y para lafraccion masica de combustible, Yf,eje:

ueje αuefφef

x tan( θ2)

(2.4)

Yf,eje αφef

x tan( θ2)

(2.5)

Estas ecuaciones se pueden adaptar para considerar el caso mas generico y obviamente elchorro no isodenso empleando el concepto de diametro equivalente efectivo, φeq,ef :

φeq,ef = φef

(ρfρa

)0,5

(2.6)

obteniendose ası:

ueje αuefφef

x tan( θ2)·(ρfρa

)0,5

(2.7)

Yf,eje αφef

x tan( θ2)·(ρfρa

)0,5

(2.8)

Estas leyes de escalado son el punto de partida para la obtencion de los estimadores delproceso de mezcla.

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Longitud caracterıstica de mezcla

Considerando la fraccion masica estequiometrica como la caracterıstica desde el punto devista de la mezcla, la longitud de mezcla se obtiene despejando de la Ecuacion 2.8;

Lmix αφef

Yf,est tan( θ2)·(ρfρa

)0,5

(2.9)

Durante el proceso de inyeccion, una vez desarrollado el flujo del chorro, la longitud de lavena lıquida permanece constante, denominandose la distancia axial con respecto a la salidadel orificio longitud lıquida. Empleando la Ecuacion 2.8, pero esta vez considerando la fraccionmasica de combustible para la cual el aire englobado hasta esa posicion axial aporta suficienteenergıa para su evaporacion, se obtiene la ley de escalado para la longitud lıquida maxima,LLmax:

LLmax αφef

Yf,evap tan( θ2)·(ρfρa

)0,5

(2.10)

Asumiendo la correlacion siguiente para combustible comercial y con bastante aceptacionpara Yf,evap:

Yf,evap α ρ0,145a · T 1,73a (2.11)

Quedando la ley de escalado para LLmax:

LLmax αφef

ρ0,645a T 1,73a

ρ0,5f

tan( θ2)

(2.12)

Tiempo caracterıstico de mezcla

A partir de la longitud caracterıstica de mezcla de un chorro inerte se puede establecer eltiempo caracterıstico de mezcla, tmix. Este representa el tiempo que necesitarıa una partıculade combustible para recorrer la longitud existente entre la salida del orificio de la tobera y laposicion axial donde la fraccion masica alcanza el valor estequiometrico. Empleando la definiciondel diametro equivalente efectivo, la ley de escalado es:

tmix αφeq,ef

tan( θ2) uefY 2

f,est

(2.13)

De igual manera que se ha hecho anteriormente para la longitud caracterıstica, es posibledefinir una ley de escalado para el tiempo caracterıstico de evaporacion considerando la fraccionmasica de combustible en el eje para la que el gas englobado aporta suficiente energıa comopara provocar la evaporacion del combustible. Ası, la ley de escaldo queda:

tmv αφeq,ef

tan( θ2) uefY 2

f,evap

(2.14)

24

Capıtulo 3

Fundamentos del calculo CFD

3.1. Introduccion

La mecanica de fluidos computacional es una rama de la mecanica de fluidos que utilizaanalisis numerico y algoritmos para resolver y analizar problemas relacionados con el flujo defluidos. Los ordenadores son empleados para realizar los calculos requeridos para simular lainteraccion de lıquidos y gases con superficies definidas por condiciones de contorno.

La base fundamental de casi todos los problemas de CFD son las ecuaciones de Navier-Stokes,que definen una gran variedad de flujos monofasicos. Estas ecuaciones pueden ser simplificadaseliminando los terminos que describen los efectos viscosos, obteniendo las ecuaciones de Euler. Asu vez, estas pueden ser simplificadas en las ecuaciones potenciales al despreciar los terminos devorticidad. Y finalmente, la mayor simplificacion se obtiene al poderse linealizar las ecuacionespotenciales para pequenas perturbaciones en flujos subsonicos y supersonicos.

La evolucion historica de las tecnicas CFD ha seguido pues una evolucion ascendente encomplejidad de ecuaciones aplicadas para la resolucion de problemas, comenzando por las ecua-ciones potenciales linealizadas a comienzos de la decada de 1930, hasta acabar en el uso de lasecuaciones de Navier-Stoke en algunos codigos desarrollados en la actualidad.

El desarrollo de estos codigos para la aplicacion de tecnicas CFD es motivado por la dificultaden numerosas ocasiones del calculo experimental de las distintas variables del flujo. En algunasocasiones hasta imposible debido a la imposibilidad de un montaje experimental para su medida.Ası, la mecanica de fluidos computacional ha ido introduciendose en la industria a lo largo deltiempo hasta alcanzar un gran peso en la misma, siendo muchas veces imprescindible para elavance de investigaciones o la solucion de problema en el ambito de la ingenierıa.

3.2. CONVERGETM

El software empleado para la realizacion del trabajo ha sido CONVERGETM.

CONVERGETMes un software CFD que incorpora una caracterıstica muy innovadora: generala malla de manera automatica. Al ejecutar el software, este genera una malla perfectamen-te ortogonal y estructurada, basada en unos sencillos parametros de control definidos por elusuario.

25

Aparte de la generacion automatica de la malla, el software consta de tecnicas y modelospara diversos procesos fısicos, incluyendo turbulencia, spray, combustion, transferencia de calory cavitacion a la orden del dıa en cuanto al estado del arte actual.

Este software ha sido desarrollado por expertos en simulacion de motores y puede ser emplea-do tanto para simulaciones de motores como de otros elementos, siendo en principio concebidopara el modelado de motores de combustion interna.

Este trabajo esta centrado en el tratamiento y analisis de los resultados del modelo de spray,modificando el valores de ciertas variables para conseguir que el modelo se ajuste a los datosexperimentales.

3.3. Ecuaciones de la mecanica de fluidos

La mecanica de fluidos es gobernada por ecuaciones que describen la conservacion de masa,cantidad de movimiento y energıa.

Ecuacion de conservacion de masa y de cantidad de movimiento

Las ecuaciones para flujos compresibles de conservacion de masa y de conservacion de canti-dad de movimiento son:

∂ρ

∂t+∂ρui∂xi

= S ; (3.1)

y

∂ρui∂t

+∂ρuiuj∂xj

= −∂P∂xi

+∂σij∂xj

+ S ; (3.2)

respectivamente, donde el tensor de esfuerzos viscosos viene dado por

σij = µ

(∂ui∂xj

+∂uj∂xi

)+

(µ′ − 2

3µ

)(∂uk∂xk

δij

)(3.3)

donde:u es la velocidad;ρ es la densidad;S es el termino fuente;P es la presion;µ es la viscosidad;µ′ es la viscosidad dilatacional;δij es la Kronecker delta.

Como se puede observar, en ambas ecuaciones se permiten terminos fuentes. En el caso dela ecuacion de la conservacion de cantidad de movimiento, el termino fuente puede surgir deaceleracion gravitacional, fuentes de masa, etc. Para la ecuacion de la conservacion de la masa,el termino fuente puede surgir de la evaporacion y otros submodelos.

La ecuacion de la conservacion de la masa junto con la ecuacion de la conservacion de lacantidad de movimiento particularizada para las tres componentes espaciales componen lasecuaciones de Navier-Stokes.

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Ecuacion de conservacion de energıa

La ecuacion de conservacion de energıa para flujos compresibles viene dada por:

∂ρε

∂t+∂ulρε

∂xj= −P ∂uj

∂xj+ σij

∂ui∂xj

+∂

∂xj

(K∂T

∂xj

)+

∂

∂xj

(ρD∑m

hm∂Ym∂xj

)+ S ; (3.4)

siendo:Ym, la fraccion masica de la especia m;D, el coeficiente de difusion masica;ε, la energıa interna especıfica;K, la conductividad;hm, la entalpıa de las especies;T , la temperatura.

Ademas de los terminos habituales de conveccion y de difusion, le ecuacion de conservacion deenergıa empleada por el software CONVERGETM contiene cuatro terminos extra. El primeroes el termino fuente. El segundo, un termino de trabajo de la presion, −P ∂ui

∂xj, es anadido

para tener en cuenta la compresion y la expansion. En tercer lugar, un termino de disipacionviscosa, para tener en cuenta la disipacion de energıa cinetica en calor. Finalmente, un terminode difusion de especies es anadido para tener en cuenta el transporte de energıa debido a ladifusion de especies.

Ecuacion de conservacion de especies

La ecuacion de transporte de especies viene dada por:

∂ρm∂t

+∂ρmuj∂xj

=∂

∂xj

(ρD

∂Ym∂xj

)+ Sm ; (3.5)

Donde:ρm = Ymρ;D = ν

Sc;

siendo Sc el numero de Schmidt.

Esta ecuacion es importante en el caso de flujos bifasicos como el chorro Diesel.

3.4. Modelos de turbulencia

El tratamiento de la turbulencia es un problema complejo al que se le han dedicada nume-rosas investigaciones. El desarrollo de la mecanica de fluidos computacional trajo aparejada lanecesidad de la representacion computacional del proceso de turbulencia, lo que dio lugar avarios modelos computacionales de turbulencia. Estos se pueden agrupar en:

Modelos RANS (Reynolds-Averaged Navier-Stokes): se basan en el promediado de lasecuaciones del fluido.

Modelos LES (Large Eddy Simulation): se basan en un filtrado espacial de las ecuacionesde gobierno del fluido. De esta manera, se resuelven las grandes escalas mientras que paralas escalas mas pequenas se asume un modelo que permita aproximar su influencia generalen la variacion de los paramteros del flujo.

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Modelo DNS (Direct Numerical Simulation): tratan de resolver las ecuaciones de Navier-Stokes de forma directa, empleando solo las discretizaciones numericas. Es el mas completoen cuanto a exactitud de resultados. Sin embargo, debido a que el tamano de las celdaspara la solucion de los remolinos tiene que ser muy pequeno, el coste computacional esmuy elevado.

En este trabajo el modelo empleado para las simulaciones es un modelo RANS, por lo quese centrara la explicacion en este y sus submodelos.

En los modelos RANS, las variables se escriben como la suma de un valor promedio temporaly una fluctuacion a lo largo de este.

φ(xi, t) = φ(xi, t) + φ′(xi, t) (3.6)

En todos los casos la dificultad para el cierre del sistema de ecuaciones se deriva de laeleccion de ecuaciones para representar el tensor de tensiones τij que representa las tensionesturbulentas de Reynolds. Para ello, se emplea la siguiente suposicion:

τij = µt

(2Sij −

2

3δij(∇ · ¯u)

)(3.7)

Sij =1

2

(∂ui∂xj

+∂uj∂xi

)δij =

1 i = j0 i 6= j

i, j = 1, 2, 3 (3.8)

donde µt es el coeficiente de viscosidad dinamica considerando la densidad promediada.

Existen diferentes metodos de solucion para el RANS encaminado a calcular este coeficientede viscosidad, pero se describiran los modelos de dos ecuaciones.

Modelos de dos ecuaciones Existen diferentes modelos dentro de esta clasificacion, siendolos mas conocidos el modelo k − ε y el modelo k − ω. En este trabajo el modelo empleado esuna variante del modelo k − ε, el modelo RNG k − ε. El modelo k − ε consiste en un modelode turbulencia que resuelve dos ecuaciones en las que se interrelacionan la energıa cinetica delfluido turbulento k y su velocidad de disipacion ε al sistema de ecuaciones del fluido.

El modelo RNG k − ε se varıa con respecto al modelo k − ε en que se tienen en cuentaescalas espaciales mas pequenas. Pese a que el modelo RNG k− ε fue muy revolucionario en sumomento, su uso ha disminuido. Algunos investigadores afirman que ofrece una mayor precisionen flujo rotativos, aunque los resultados sobre ello no son concluyentes. Si que ofrece buenosresultados para simulaciones de aire en espacios cerrados. Debido a que los resultados, teniendoen cuenta el coste computacional del mismo, se pueden considerar aceptables, este es el modeloempleado en la realizacion de las simulaciones de este trabajo.

3.5. Modelos de spray

Para calcular la simulacion de la inyeccion se necesitan de una serie de modelos que calculenlos distintos procesos que intervienen en el misma. Los procesos fısicos que el modelo de spraydebe ser capaz de calcular son:

Inyeccion lıquida.

Atomizacion del chorro.

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Arrastre de las gotas.

Colision entre gotas.

Gotas resultantes de las colisiones.

Dispersion turbulenta de las gotas.

Interaccion gota-pared.

Evaporacion.

Ası, se describiran los submodelos de Kelvin-Helmotz y Rayleigh-Taylor que se emplean parael calculo de la atomizacion debido a que son los empleados para la optimizacion de los casosde inyeccion que se estudian en este trabajo.

Submodelo de Kelvin-Helmotz (KH)

Llamado en ingles Wave-breakup model o ruptura por longitudes de ondas, introduce enlas ecuaciones de conservacion de masa y energıa, para ambas fases, fluctuaciones pequenas enlas componentes de presion y velocidad. La ecuacion resultante es conocida como la ecuacionde dispersion para la tasa de crecimiento de las ondas,Ω, y sus longitudes,Λ, que relacionala frecuencia compleja de la perturbacion inicial con su longitud de onda y otros parametrosdinamicos de las fases.

Este submodelo basa la ruptura de la vena lıquida en las inestabilidades que se producen en lasuperficie de la misma, produciendose de diferentes longitudes de onda y tasas de crecimiento. Apesar de que las perturbaciones de diferentes longitudes de ondas se superponen en el chorro, seasume que solo la perturbacion de mas rapido crecimiento, indicada con la tasa de crecimiento,que corresponde a una longitud de onda es la que rompera.

El parametro que se modifica en el trabajo es el tiempo de ruptura de las gotas, Ecuacion3.9. Para ello, se varıa el valor de la constante B1, que, al depender de efectos de aceleracion delas gotas que reducen la velocidad relativa instantanea entre la gota y el gas, varıa la longitudde onda de las inestabilidades en la superficie de la vena lıquida y el tiempo de ruptura de lamisma.

τu =3,788B1R

ΩΛ(3.9)

Submodelo de Rayleigh-Taylor (RT)

Este submodelo considera inestabilidades que se aceleran o desaceleran. Estas aparecen en elborde de dos medios diferentes densidades, resultando en perforaciones en la capa del lıquido.

Si la longitud de onda de la inestabilidad RT es mas pequena que el diametro de gota, estacrece en la superficie de la gota.

Normalmente el submodelo RT se combina con el submodelo KH. Esto se debe a que ambosen conjunto predicen mejor la distribucion de las gotas y sus tamanos medios con respecto a losdatos experimentales que por si solos. La causa de esto es el paso de elevadas velocidades de lasgotas al principio en chorros de inyeccion a alta presion a una fuerte desaceleracion provocadapor las fuerzas de arrastre, que propicia la ruptura debido a inestabilidades de RT.

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Si el tiempo de crecimiento de las ondas RT es suficientemente largo, estas se rompen con elsubmodelo RT, sino, se rompen con el submodelo KH. Se suele asumir que en las zonas cercanasa la tobera del inyector es el submodelo KH el que actua. En la zona mas alejada funcionanlos dos submodelos, predominando el submodelo RT. Ası, el submodelo KH puede verse comoun submodelo de atomizacion primaria y secundaria, mientras que el submodelo RT solo deatomizacion secundaria.

La variable que se modifica en este submodelo es la longitud de onda caracterıstica de lasinestabilidades mediante la constante de escalado CRT . Se pretende que modificando este valorse consiga que la longitud de onda sea menor que el diametro de la gota para permitir suruptura. El valor de CRT es aumentado o disminuido para modificar el radio de ruptura RT.

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Capıtulo 4

Descripcion del caso de estudio

En este capıtulo se va a explicar los aspectos caracterısticos del caso sobre el que se harealizado todo el trabajo de optimizacion. Para ello se empezara mencionando las condiciones deinyeccion y mostrando el dominio de estudio. Despues se describiran las condiciones de contornoaplicadas, indicando la nomenclatura propia de los archivos del programa CONVERGETM. Trasesto se explicara el proceso de generacion automatica de las mallas por el propio software. Secontinuara con los esquemas numericos empleados y para finalizar se expondran los modelos ysubmodelos para el calculo de fenomenos fısicos utilizados.

4.1. Dominio de estudio

Figura 4.1: Vista parcialmente superior del dominio de estudio.

Las dimensiones del dominios de estudio aproximadas son:

Angulo de apertura del dominio: 45o.

Radio del dominio: 0.0823 m.

Profundidad del dominio de estudio: 0.03 m.

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Figura 4.2: Vista parcialmente inferior del dominio de estudio.

Cada superficie se corresponde con un contorno. Estas son:

Superficies moradas: contornos 4 y 5.

Superficies amarillas: contornos 1 y 3.

Superficie naranja: contorno 2.

4.2. Condiciones de inyeccion

Las condiciones de inyeccion para los tres casos calibrados son muy similares, variando solola presion a la salida del orificio de la tobera (contrapresion):

Pi (bar) Pb (bar)Caso 1 300 3Caso 2 300 5Caso 3 300 7

Tabla 4.1: Casos de estudio.

4.3. Condiciones de contorno

En las condiciones de contorno se incluyen las variables: tipo de contorno, velocidad, pre-sion, temperatura, especies, energıa cinetica turbulenta, tasa de disipacion de energıa cineticaturbulenta. Estas se pueden observar en la siguiente tabla:

En las presiones, se colocan las tres presiones en el contorno 2, correspondientes a los casos.En lugar de aire en la simulacion, se considera nitrogeno. El contorno 2 se corresponde con elorificio de salida del combustible, mientras que los contornos 1 y 3 son del tipo ”pared”. Loscontornos 4 y 5 son contornos del tipo simetrico, lo que implica que cualquier partıcula que seaproxime sera reflejada perfectamente.

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Contorno P (bar) T (K) V (m/s) TKE (m2

s2) ε(m

2

s3) Especies (fraccion masica)

1 0 900 0.0 0.0 0.0 0 0 02 30, 50, 70 0 0.0 0.0 0.0 0.02 0.003 N2 - 13 0 900 0.0 0.0 0.0 0 0 04 0 0 0 0 0 05 0 0 0 0 0 0

Tabla 4.2: Condiciones de contorno.

4.4. Mallado

Debido a que el software genera la malla de manera automatica, el procedimiento para larealizacion de trabajo se simplifica. De esta manera, para conseguir la mejor relacion de costecomputacional-exactitud en los resultados, se configura la herramienta AMR (Adaptative MeshRefinement). Esta consiste en adaptar el numero de celdas de la malla de acuerdo a un criterioestablecido por el usuario. En este caso, el criterio es reajustar la malla si la velocidad en algunazona disminuye de 1 m

s.

4.5. Esquemas numericos

Los modelos de discretizacion disponibles en el software CONVERGETM son el de las dife-rencias finitas y el de volumenes finitos, siendo este ultimo el empleado en el caso de estudio.El metodo de volumenes finitos se diferencia del metodo de las diferencias finitas en la formade las ecuaciones a resolver, resolviendose en el modelo de los volumenes finitos las ecuacionesde conservacion en la forma integral. Los valores de los parametros del modelo de volumenesfinitos para este caso son:

fv upwind factor global : 0.5

fv upwind factor mom: 0.5

Esto se traduce en un esquema de exactitud espacial de segundo orden.

El caso estudiado es transitorio, de manera que se activa el esquema numerico transitorioen los archivos de entrada del software. Este es un metodo basado en la densidad, donde pararesolver el caso transitorio, las ecuaciones de gobierno descritas anteriormente se aproximanempleando tecnicas numericas. Una malla es generada de manera interna por CONVERGETM ,que se emplea para discretizar el dominio. De esta manera las ecuaciones pueden ser aproxima-das por un sistema de ecuaciones. Si se resuelve de manera implıcita, una tecnica iterativa serequerira por el sistema de ecuaciones. Si se resuelve de manera explıcita, una unica iteracionsera necesaria para resolver el sistema de ecuaciones.

Al resolver sistemas de ecuaciones empleando tecnicas iterativas, puede ser necesario rela-jar”la solucion para ayudar en la convergencia. Ası, relajar”(under-relaxing) implica que lasiguiente iteracion sera igual a la ultima mas el producto de un under-relaxation factor y lavariacion calculada.

Estos uunder-relaxation factors son:

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Ecuacion Variable de entrada de under-relaxation textbfValorPresion omega p 1.3

Relacion de presion omega presrat 0.7Cantidad de movimiento omega u 1.0

Energıa omega sie 1.0Masa omega density transport 1.0

Especies omega species 1.0Pasivos omega passive 1.0TKE omega tke 0.7

Epsilon omega eps 0.7

Tabla 4.3: Under-relaxation factors para el caso estudiado.

4.6. Modelos y submodelos

Los modelos empleados en el estudio CFD se limitan a modelos para explicar los fenomenosde turbulencia y de inyeccion. De esta manera, como se ha explicado en el capıtulo anterior, elmodelo de turbulencia activado es el RNG k−ε y el de inyeccion, o spray, es el KH-RT breakup,consistente en una combinacion del modelo de Kelvin-Helmotz y del modelo de Rayleigh-Taylor.

Sin embargo, en este trabajo el modelo KH-RT debe ser calibrado modificando el valor de lasconstantes que en los archivos del software CONVERGETMse denominan kh cnst2 y cnst3rt.Estos se corresponden con la constante que aparece en el calculo del tiempo caracterıstico deruptura del modelo KH y con la constante de escalado de la longitud de onda de las inestabili-dades que producen ruptura de las gotas en el modelo RT, respectivamente.

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Capıtulo 5

Metodologıa y resultados

Con la finalidad de alcanzar el objetivo de optimizacion del modelo, se sigue el procedimientoque en el siguiente apartado sera descrito. Mediante este procedimiento se pretende crear unaestructura de trabajo sencilla y lo mas eficiente posible con la finalidad de conseguir el mayorahorro de tiempo posible en prevencion de posibles errores cometidos que necesiten ser sub-sanados. Los metodos CFD presentan la desventaja de necesitar de intervalos de tiempo parallevarse a no reducibles si se pretende conseguir el objetivo estipulado. Ademas, se pretendeque el volumen de datos con el que se trabaja se vea simplificado y ordenado para su facilinterpretacion.

5.1. Metodologıa

El objetivo numerico del trabajo consiste en obtener valores de los errores menores al 10 %,intentando obtener el mınimo valor posible en funcion de las condiciones en las que se harealizado el proyecto. Como se ha mencionado en apartados anteriores, los parametros que sevan a emplear para el calculo del error son las longitudes caracterısticas del chorro. Ası, sediferencia entre:

Longitud lıquida (LL): se entiende como la distancia axial desde el orificio de salidade la tobera en la que el aire englobado aporta suficiente energıa como para evaporarcompletamente el combustible.

Penetracion del vapor (S): consiste en la distancia axial maxima desde el orificio desalida de la tobera a la que se encuentra el chorro de combustible en estado gaseoso.

Penetracion y longitud lıquida a menos de 35 mm S35mm):se tienen en cuentalos valores tanto la longitud lıquida intacta como la penetracion del vapor, siempre queestos no superen una distancia axial maxima de 35 mm desde el orificio de salida de latobera. Este parametro se emplea para obtener un error dentro de lo que serıa el radio dela camara de combustion, considerandose este de 35 mm.

Para comenzar, se tienen una recopilacion de fichero con datos experimentales clasificadossegun las condiciones de los ensayos realizados. Ası, la primera clasificacion realizada consisteen si los ensayos se han realizado en condiciones evaporativas o no, teniendo, dentro de ensa-yos realizados en condiciones evaporativas, diferenciadas penetraciones de vapor o longitudeslıquidas. En nuestro caso se tienen condiciones evaporativas, por lo que se descartan los datosexperimentales para condiciones no evaporativas. La siguiente clasificacion ya se correspondea la temperatura, presion de inyeccion y contrapresion del ensayo. Para este proyecto la tem-peratura es en todos los casos de 900 K y la presion de inyeccion de 30 bares, variandose la

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contrapresion, que toma valores de 3 bares, 5 bares y 7 bares. Se toman los ficheros de datosexperimentales que se corresponden con estas condiciones tanto para las penetraciones de vaporcomo para las longitudes lıquidas.

En los ficheros con los datos experimentales nos encontramos con tres variables: tiempo,penetracion y angulo del chorro. En nuestro caso solo nos interesa el tiempo y la penetracion,tanto del chorro gaseoso como del chorro en estado lıquido. Mencionar que el tiempo esta ensegundos y la penetracion en metros, unidades del SI (Sistema Internacional). Sin embargo, enlos valores de la variable tiempo se observan valores negativos, ası como para algunos valoresdel tiempo no se hay valores de la penetracion. Esto se debe a que al recopilado de informaciondel sistema de medida. De esta manera es necesario eliminar todos esos datos innecesarios queno son comparables con los resultados obtenidos en la simulacion.

Una vez eliminados estos datos experimentales, para poder realizar las comparaciones, debidoa la diferencia del paso temporal de los equipos de medida y el software de simulacion, el numerode datos no coincide para ambos ficheros. La unica forma de poder realizar la comparacion esllevando a cabo una interpolacion de los datos de la simulacion para los valores del tiempo delos datos experimentales. Gracias a esta interpolacion se tienen los resultados de la simulacionpara los valores del tiempo experimental con una precision muy buena.

Finalmente, el calculo de los errores se realiza siguiendo la siguiente expresion:

Error =|Resultado de la simulacion − Datos experimentales|

Datosexperimentales(5.1)

Una vez aplicada esta expresion a todos los datos, se realiza un promedio de los erroresobtenidos para cada valor del tiempo, consiguiendose ası el valor objetivo de la optimizacion.

En el caso de la penetracion para distancias menores a 35 mm, se eliminan los valores de lalongitud lıquida ası como de la penetracion de vapor mayores a 35 mm. El error se calcula conlos datos que resulten, y se realiza un promedio del error medio obtenido de cada parametro,longitud lıquida y penetracion de vapor.

En cuanto al procedimiento realizado para obtener los resultados de las simulaciones, enprimer lugar se modificaban los valores de las constantes del modelo de atomizacion, kh cnst2y const3rt, explicadas en el capıtulo 3. Una vez modificados los valores, se lanza la simulacion,y de los ficheros obtenidos, se extraen los ficheros spray.in y spray ecn.in, obteniendose delprimero los valores de la longitud lıquida y en el segundo los de la penetracion de vapor. Lasvariables que se corresponden con cada parametro son:

Longitud lıquida de la simulacion: Spray Penet.

Penetracion de vapor de la simulacion: Vapor Penet.

Para evitar simulaciones innecesarias, en primer lugar, para cada caso, se realizan simulacio-nes variando una de las constantes del modelo de atomizacion con la intencion de aproximarlas variaciones del error con cada una de las constantes. De esta manera se acota el campo deposibles valores de las constantes que cumplan el requisito de un error menor al 10 %.

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5.2. Resultados

Tabla 5.1: Caso 1: errores de longitud lıquida.

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Tabla 5.2: Caso 1: errores de penetracion de vapor.

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Tabla 5.3: Caso 1: errores de penetracion menor a 35 mm.

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5.2.1. Interpretacion de los resultados

El estudio realizado, como se muestra en las tablas indica que al aumentar el valor de cons-tante kh cnst2 el error aumenta hasta llegar a un punto de se produce una disminucion. Encuanto a la constante cnst3rt, se produce una zona de errores mınimos que se da a menoresvalores de cnst3rt conforme aumente el valor de kh cnst2. De esta manera, se establece que elintervalo de valores optimo de cnst3rt para reducir el error se encuentra entre 0.1 y 0.25 parael caso 1 y para el caso 2, y de 0.1 a 0.18 para el caso 3. El intervalo de mınimo error parakh cnst2 es de 5 a 20 en todos los casos.

A partir de este estudio se realizan las simulaciones variando los valores de las constantes hastadar con valores lo suficientemente satisfactorios. En algunos casos el numero de simulaciones hasido mayor debido a la mayor variabilidad del error con la variacion de las constantes kh cnst2y cnst3rt.

Una vez se alcanzan valores de errores aceptables, al no coincidir los valores de las constantesdel modelo de atomizacion para el error mınimo obtenido, estando este marcado en azul para sumejor visibilidad, se establece un orden de prioridad con la finalidad de seleccionar los valoresde las constantes.Ası, se establece como prioridad seleccionar los valores de las constantes que minimicen el erroren la LL, al ser en este parametro en el que mayor variacion del error se produce. El error enS tiene una menor variacion, por lo que al tomar el mınimo error en LL, se minimiza el errortotal.

De esta manera, los valores de las constantes kh cnst2 y cnst3rt resultantes de la optimizacionson, para cada caso:

CASOS kh cnst2 cnst3rt

1 17 0.182 18 0.1753 18 0.15

Tabla 5.10: Valores de las constantes calibradas.

Se grafican los resultados de cada uno de los parametros estudiados para los valores de lasconstantes calibradas.

Como se puede apreciar, a mayor contrapresion, la penetracion del chorro lıquido es menor.Ademas, tambien se puede observar porque los errores de longitud lıquida son mayores para elcaso 1, donde la contrapresion es de 3 bares. Debido a que la contrapresion es menor, en losresultados de la simulacion se produce una penetracion lıquida inicial muy elevada que mastarde se estabiliza. Esta penetracion inicial es la que produce el incremento de los errores.

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Figura 5.1: Caso 1: Comparacion entre penetracion lıquida experimental y simulada calibrada.

Figura 5.2: Caso 1: Comparacion entre penetracion del vapor experimental y simulada calibrada.

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Figura 5.3: Caso 1: Comparacion entre penetracion a menos de 35 mm experimental y simuladacalibrada.


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Figura 5.5: Caso 2: Comparacion entre penetracion de vapor experimental y simulada calibrada.


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Figura 5.8: Caso 3: Comparacion entre penetracion de vapor experimental y simulada calibrada.

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Capıtulo 6

Conclusiones y trabajos futuros

En esta capıtulo se van a exponer las conclusiones alcanzadas durante la realizacion deltrabajo, tanto del proceso de documentacion previo al trabajo,como de los calculos propiosdel proyecto, como de los resultados obtenidos de los mismos. El conjunto de conclusionesası obtenido es:

El software empleado CONVERGETM presenta una gran ventaja competitiva frente alresto de softwares del mercado. Esto se debe a que la herramienta de mallado automaticolibera una gran parte de la carga de trabajo en el diseno de los casos de estudio mediantetecnicas CFD. Ademas, el proceso de adaptado de la malla segun la complejidad de loscalculos del flujo conforme avanza la simulacion permite obtener precision en los resultadoscuando se requiere y bajo coste computacional cuando el flujo es mas sencillo.

El software CONVERGETM , al no disponer de interfaz de usuario, se hace tedioso demanejar. Sin embargo, esto reduce su tamano, lo que lo convierte en un software conpocos requisitos de hardware para poder ser ejecutado.

Debido a la necesidad de realizar un elevado numero de simulaciones para optimizar loscasos, es muy importante la realizacion de un estudio previo para aproximar la variaciondel error que se obtiene en funcion de las constantes kh cnst2 y cnst3rt.

El empleo de las penetraciones (tanto lıquida, como de vapor, como a menos de 35 mmde la salida del orificio de la tobera) como parametros de referencia para la optimizacionviene dado por el hecho de que son los mas representativos del resto de paramteros. Estese debe a que para su calculo, se tienen en cuenta todos los demas parametros que influyenen el proceso de inyeccion.

La optimizacion del modelo de atomizacion KH-RT se basa principalmente en encontrarun equilibrio entre las constantes kh cnst2 y cnst3rt, de manera que la longitud lıquida,controlada por la primera, y la penetracion del vapor, controlada por ambas, se asemejelo maximo posible a los datos experimentales.

Las desviaciones de los resultados de las simulaciones con respecto a los datos experimen-tales varıan con las condiciones del caso estudiado, lo que implica que los valores de lasconstantes calibradas no siempre puedan coincidir para todos los casos.

El gran numero de simulaciones realizado ensena a gestionar grandes volumenes de datos.Estos son analizados y tratados de manera que solo los mas relevantes se empleen en elproyecto.

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La realizacion del trabajo ha servido para conocer el procedimiento a seguir en un pro-yecto de estas caracterısticas, consiguiendo un mayor acercamiento y comprension de lametodologıa del sector profesional.

Al no haberse tratado con suficiente profundidad los metodos CFD, ha servido paraadquirir un conocimiento mas completo de ello y para comprender en mayor medidacomo tratar simulaciones por CFD.

En lo que respecta a futuros proyectos, este trabajo puede emplearse para la realizacion desimulaciones en otros procesos del ciclo del MEC, como la combustion, el movimiento del aireen la camara de combustion, la geometrıa de la camara de combustion.

Tambien se pueden desarrollar proyectos en los que se modifiquen los modelos de turbulenciaempleados para las simulaciones de estos casos y comprobar si se consiguen mejores resultadosque empleando simplemente el modelo RNGk − ε.

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Parte II

Presupuesto

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Capıtulo 7

Desglose de costes

Los costes se considera que se pueden dividir en dos grandes grupos que se mencionan ydetallan en la siguiente tabla:

Costes de material Costes de personal

Licencias de software Becarioordenador Portatil Becario FPIEstacion de calculo Profesor AyudanteMaterial de oficina

Tabla 7.1: Clasificacion de costes.

Para calcular los costes unitarios de cada recurso se establece el precio de uso en un perıodode tiempo y se divide entre este perıodo. Ası, para el calculo del coste horario del personal, lashoras trabajadas por ano se calculan teniendo en cuenta las semanas no festivas y considerandojornada completa de trabajo, es decir, 40 horas semanales. De esta manera, se obtienen 1840horas al ano aproximadamente.

7.1. Costes de material

Licencias de software

El software empleado para la realizacion del proyecto es:

CONVERGETM

La licencia anual de CONVERGETM tiene un coste anual de 35000 e , por lo que el costehorario es:

Ch =35000

1840= 19,02 e/hora (7.1)

MATLAB R©La licencia anual de MATLAB R© tiene un coste para investigacion de 500 e anuales, porlo que el coste horario es:

Ch =500

1840= 0,27 e/hora (7.2)

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Microsoft R© OfficeLa licencia de Microsoft R© Office tiene un coste anual de 99 e, por lo que su coste horarioes:

Ch =99

1840= 0,054e/hora (7.3)

TEXMAKEREsta licencia es gratuita, por lo que no supone ningun coste adicional.

Coste del equipo portatil

El equipo portatil empleado tiene un valor de compra de 600 e. Considerando que este seamortiza en 4 anos, el valor anual es 150 e.

Ch =150

1840= 0,082e/hora (7.4)

Estacion de calculo

La estacion de calculo tiene un coste de 4500 e. Suponiendo que se encuentra activo todoel ano, el uso del mismo son 8000 horas al ano. Se considera que se amortiza en 8 anos, por loque el valor anual es 562.5 e.

Ch =562,5

8000= 0,07e/hora (7.5)

Material de oficina

Como material de oficina se emplea un conjunto de bolıgrafos y hojas de papel tamanoDin-A4. El coste de esta material, cuyo perıodo de vida se considera la duracion del trabajo,asciende a 5 e aproximadamente.

7.2. Costes de personal

Becario

La duracion de un contrato de becario es de 360 horas. Considerandose el salario mensualde un becario de 400 e al mes.

Ch =400

160= 2,5e/hora (7.6)

Becario de investigacion FPI

Un asistente de investigacion tiene un salario mensual de 1000 e al mes.

Ch =1000

160= 6,25e/hora (7.7)

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Profesor Ayudante

El salario anual de un profesor ayudante es 20364 e.

Ch =20364

1840= 11,07e/hora (7.8)

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Capıtulo 8

Presupuesto total

CONCEPTO Perıodo (h) Coste horario (Ch) (e/h) Importe bruto (e)

MATERIALES

Ordenador portatil 360 0.082 29.52Estacion de calculo 1344 0.07 93.38Licencias de software 360 19.83 7138.8Material de oficina - - 5

PERSONAL

Becario 360 2.5 900Becario FPI 5 6.25 31.25Profesor Ayudante 60 11.07 664.2

TOTAL 8862.1

Tabla 8.1: Presupuesto total.

Todos estos valores son brutos, lo que indica que hay que aplicarle el IVA, que supone unincremente del 21 % del vaor del coste total obtenido.

TOTAL BRUTO IVA COSTE TOTAL8862.1 1861.1 10723.2

Por lo que el coste total del proyecto asciende a:

# DIEZ MIL SETECIENTOS VEINTITRES EUROS CONVIENTE CENTIMOS #

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Bibliografıa

[1] Payri, F. y Desantes, J.M., Motores de combustion interna alternativos, Editorial Re-verte, 2011.

[2] CONVERGETM2.2.0, Theory Manual, 2014.

[3] Capote, J.A., Alvear, D., Abreu, O.V., Lazaro, M. y Espina, P., Influencia delmodelo de turbulencia y del refinamiento de la discretizacion espacial en la exactitud de lassimulaciones computacionales de incendios, 2008.

[4] de J. Chavez Cobo, Mariany, ModeladoCFD Euleriano-Lagrangiano del chorro diesely evaluacion de su combinacion con modelos fenomenologicos y unidimensionales, 2013.

[5] Anderson, J., Degrez, G., Degroot, J., Dick, E., Grundmann, R. y Vieren-deels, J., Computational Fluid Dynamics, Springer, 2009.

[6] Ferziger, J. y Peric, M., Computational methods for Fluid Dynamics, Springer, 2001.

[7] Crespo, A., Mecanica de fluidos, Thompson, Paraninfo, 2006.

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